采出液溫度對油水旋流分離器內流場及分離性能的影響

2021-12-14 05:53:12趙振江薛建良

石油煉制與化工 2021年12期

劉冰，吳震，高群，謝超，趙振江，李棟，薛建良

(1.山東科技大學機械電子工程學院，山東青島 266590；2.山東科技大學安全與環境工程學院)

在原油開采、集輸、煉制、加工等過程[1-2]中會產生大量含油廢水，其成分復雜、可降解性差、有毒有害，因而處理難度較大[3]。對于油田采出廢水，常用的處理方法有重力沉降分離、氣浮處理、離心處理、膜分離處理，以及多種技術組合處理等[4-5]。其中，離心處理方法具有高效且簡便的特點，是一種較為理想的選擇[6]。油水旋流分離器(簡稱旋流器)是離心處理工藝的典型設備，被廣泛用于含油廢水的油水分離，其分離性能主要取決于其幾何參數和操作參數[7-8]。

操作參數對旋流器分離性能的影響是不容忽視的[9]。Liu Bing等[10-11]討論了旋流器入口流體速率與氣液比(GRL，旋流器入口流體中空氣所占體積分數，下同)之間的耦合關系，發現當入口流體速率為4～10 m/s、氣液比為30%～40%時，旋流器的分離性能最佳。而Li Fing等[12]研究了旋流器入口流體速率與入口流體中油相體積分數對其分離性能的影響，發現入口流體速率為5～8 m/s、入口流體中油相體積分數為1%～9%時，旋流器的分離效率最高。王華健等[13]發現破膠程度降低會減少旋流器能量損耗，但同時也會降低其分離效率；馬猛等[14]研究高含水稠油采出液黏度變化對旋流器分離性能的影響，發現導葉型軸向入口分離器對采出液黏度敏感度更小，適用范圍更廣；徐保蕊等[15]發現采出液黏度對三相旋流器的速度場影響較小，而對壓力場影響較大，而合適的采出液黏度會使分離效率達90%以上。

受環境因素影響，含油廢水的溫度會有所變化，其物理性質也會隨之不斷變化，進而影響到旋流器分離性能。然而，目前有關含油廢水溫度對旋流器分離性能影響的研究很少。鑒于此，本課題以油水分離旋流器為研究對象，借助雷諾應力模型與混合模型相結合的數值模擬方法，并結合試驗，在10～80 ℃溫度范圍內考察油水溫度對旋流器分離流場、油相分布及分離效率的影響，通過分析旋流器內部流場參數及其分離性能指標，確定油水旋流分離性能最佳的溫度范圍。

1 數值模擬與實驗

1.1 數值模擬模型

1.1.1 幾何模型用于數值模擬和試驗研究的旋流器為雙入口雙錐旋流器，其結構示意見圖1(a)。其中，x，y，z為坐標方向；O為坐標原點，因旋流器柱段區域為油水分離的主要發生區域，故選取旋流器內流場中z=15 mm處橫截面S1作為特征截面。綜合考慮油水分離旋流器的幾何特點、內部流場特性，采用六面體結構劃分網格[16]，具體劃分情況如圖1(b)所示。

圖1 雙入口旋流器的幾何模型與網格劃分示意

1.1.2 數學模型考慮到旋流器內部流場是一個復雜的強各向異性旋轉湍流多相系統，數值模擬選用雷諾應力模型(RSM)和混合模型(Mixture model)。RSM可以高精度求解各輸運方程，適用于旋流器內各向異性的湍流流動模擬，其控制方程如式(1)所示[10-12]。

(1)

Mixture模型通過求解混合相的連續性、動量、能量以及第二相體積分數方程，模擬有較強耦合的兩相流及相間流動，其連續性方程如式(2)所示[17-18]。

(2)

(3)

(4)

式中：Ek指k相所含有的能量，J；p表示k相壓力，Pa；keff代表有效熱傳導系數；SE指所有含有的體積熱源，J；T為溫度，℃。由Mixture模型的連續性方程推得的第二相體積分數方程見式(5)。

(5)

1.2 模擬參數設置

混合模型中設水相為主相，油相為次相，次相以球形粒子的形式分散于主相中，其直徑為1×10-5m。考慮到相間相互作用，采用Shciller-Naumann曳力模型，其中曳力因子采用Brucato模型；主次相碰撞恢復系數為0.9；滑移速度模型選用Manninen-at-al模型；主/次相表面張力系數設為0.041 6 N/m。設置入口邊界條件為“速度入口”，主、次相均沿入口截面法線方向以10 m/s的初始速度進入旋流器，溢流和底流出口均設置為自由出口。離散相方程采用QUICK差分格式，壓力-速度的耦合采用SIMPLE算法，設置壁面為絕熱和無滑移條件。模擬介質為特定溫度下油相體積分數為3%的油水混合物。

將旋流器按不同網格數(4.8×105，5.4×105，6.5×105，7.8×105)進行劃分，并以旋流器S1截面上分離流場中油水混合物的切向速度(vt)為檢驗指標進行模擬對比，結果如圖2所示。由圖2可知，當網格數目超過6.5×105后，網格數目再增加，vt數值較接近、變化幅值不超過0.1%，表明數值模擬結果并不依賴于網格數量而存在[18-19]。因此，數值模擬選用的網格數為6.5×105。

圖2 網格無關性驗證■—4.8×105； ●—5.4×105； ▲—6.5×105；

1.3 模擬可靠性驗證試驗

模擬結果可靠性驗證試驗系統如圖3所示。試驗系統主要由油田采出液存儲罐、凈化水存儲罐、分離油存儲罐、油水混合攪拌器、旋流器、液體泵，溫度計、流量計、壓力計、開關等組成，均由耐壓管路連接。

圖3 油水分離試驗系統示意

試驗用油水混合物為油田采出液，由勝利油田提供；經預處理后，采出液經1號泵進入混合攪拌器混合、加熱；達到預設溫度后，經2號泵進入旋流器進行分離凈化。分離后的油相從溢流口排至分離油存儲罐，水相從底流口排至凈化水存儲罐。試驗時，調整2號泵的功率，使旋流器入口采出液流速恰好達到10 m/s。由采樣點A取樣，測定旋流器入口的采出液中油相體積分數，同時讀出入口壓力(pi)和油水混合物入口流量(Qi)；待旋流器正常工作且處于穩定狀態時，分別從取樣點B、C取樣，測定流經旋流器溢流口和底流口的油水混合物流體中油相體積分數，同時分別讀取溢流口處的壓力(po)和油水混合物流量(Qo)和底流口處的壓力(pu)和油水混合物流量(Qu)。

對旋流器溢流分流比和壓降比的模擬值和試驗值進行分析，結果見圖4。其中，溢流分流比(簡稱溢流比)為Qo/Qi；而壓降比(PDR)[18-19]的計算如式(6)所示。

圖4 試驗驗證結果溢流比，%：▲—模擬值； ■—試驗值。PDR：模擬值； ●—試驗值

(6)

式中，Δp1、Δp2分別指溢流壓降和底流壓降，MPa。

由圖4比較旋流器溢流比的模擬值與試驗值可知，在研究溫度范圍內其模擬值與試驗值均隨溫度升高而增大，二者最大誤差為2.54%，因而可認為在誤差允許范圍內旋流器溢流比的模擬值與試驗值吻合。比較旋流器壓降比的模擬值與試驗值發現，PDR的模擬值與試驗值相近，二者最大誤差為2.13%，因而可以認為PDR的模擬與試驗結果相一致。上述研究結果說明在研究溫度范圍內，數值模擬模型具有較好的適用性，模擬結果可靠。

2 結果與討論

2.1 速度分析

2.1.1 油水混合物切向速度分離流場中油水混合物的切向速度決定了油水分離離心力的大小，因而比其徑向速度、軸向速度更為重要[20]。因此，選取S1截面上的切向速度(vt)，繪制其在不同溫度下隨徑向位置變化規律，如圖5所示。由圖5可知：vt成對稱分布，且服從Rankine渦分布，為半自由渦區和強制渦區的組合[20-22]；溫度對S1截面上vt的影響主要體現在半自由渦區域，而在強制渦區域溫度對vt的影響較小，具體地說，vt與溫度呈現正相關關系，半自由渦區域的vt受溫度影響變化增幅最大，而在強制渦區，vt受溫度影響變化幅度較小。

圖5 不同溫度下S1截面切向速度分布溫度，℃： —10； —20； —30； —40； —50； —60； —70； —80。圖9同

出現上述現象的原因是在半自由渦區域，油水兩相的動力黏度隨溫度的升高而降低，所受黏性阻力減小，切向速度受溫度影響而變化幅度增大；而在強制渦區域，因溫度升高而使油水混合物的湍流加劇，擾亂因溫度升高而產生的切向速度變化，使此區域內油水混合物的切向速度變化較小。

2.1.2 油滴粒子徑向沉降速度油水旋流分離過程中，根據旋流器內部組合渦流場規律[20-22]，油滴粒子向軸心處遷移的過程中會受到向心浮力(Fp，N)、離心力(Fc，N)、黏滯阻力(Fs，N)和Magnus力(FM，N)的作用[23]，

其計算式分別如式(7)～式(10)所示。

(7)

(8)

Fs=3πμwdvr

(9)

FM=αρwd3ω×vr

(10)

式中：dp/dr為徑向壓力梯度，Pa/m；d為油滴粒子直徑，m；r為徑向位移，m；μw為連續相的動力黏度，Pa·s；vr為油滴粒子的徑向沉降速度，m/s；α為比例系數；ω為油滴旋轉的角速度，rad/s。

其中，Fp是油滴粒子遷移的主要動力，而Fc和Fs是阻力，FM的方向隨著油滴粒子旋轉方向的變化而變化[23]。由于FM數值較小而通常略去[23]，故對油滴粒子徑向受力分析如圖6所示。

圖6 油滴粒子徑向受力分析

油滴粒子受力平衡方程如式(11)所示。

(11)

當旋流器內流場處于相對穩定時，油滴粒子沿徑向作等速運動(即dvr/dt=0)，其所受力Fp，Fc，Fs達到平衡，油滴粒子的vr可用式(12)計算。

(12)

油滴粒子的徑向沉降速度分布如圖7所示。由圖7可知：油滴粒子的徑向沉降速度成對稱分布；隨著溫度升高，油滴粒子沉降速度從旋流器的柱段向錐段沿中心軸線遞增，其徑向沉降速度零值區域(圖中藍色區域)逐漸增大；隨著溫度升高，中心軸線處油滴粒子徑向沉降速度由最初的1.2 m/s增加至1.8 m/s，表明油滴粒子在流場中運動趨于穩定時，隨溫度的升高會增加其在軸心處的聚集率，從而提高油水分離性能。

圖7 油滴粒子徑向沉降速度分布

由式(12)可知：油滴粒子徑向沉降速度與油水混合物切向速度的平方成正比關系；隨著溫度升高，vr的增幅遠大于vt的增幅；正是在逐漸增大的徑向沉降速度的作用下，油相粒子的體積分布更加集中。

2.2 壓力分布

分離流場中油水混合物的壓力分布不僅影響其分離性能，而且決定了分離系統的運行成本[22]。圖8為不同溫度下的分離流場中油水混合物壓力分布云圖；圖9為不同溫度下分離流場中S1截面上油水混合物的壓力分布。由圖8可以發現，隨著溫度升高，軸心兩側油水混合物的壓力呈現明顯增大趨勢，而軸心區域因強旋流而形成負壓，其數值隨溫度升高有減小的趨勢，且油水混合物的最低負壓位置隨溫度的升高而沿其軸向升高(圖中藍色線所示)，這為聚集在軸心處的油滴自溢流口排出提供了動力，從而使得油水分離效率提升。

圖8 分離流場中油水混合物壓力分布

從圖9可以看出：在半自由渦區，隨著溫度升高，油水混合物內能增大、動力黏度減小，因黏性阻力等損耗的能量減少，同時油水混合物的機械能相對增加，壓力和流速隨著溫度升高而升高；而在強制渦區，由于溫度升高導致徑向壓降增大，流體在沿徑向向軸心運動過程中，因湍流加劇而使其能量損耗增加，導致其動能和壓力能相對降低，壓力降低，因而油水混合物的最低負壓位置隨著溫度升高而略有升高。

圖9 不同溫度下旋流器S1截面上油水混合物壓力分布

2.3 湍動能分析

呂鳳霞等[24]和邢雷等[25]先后對旋流器內部油滴破碎聚集現象進行了細致研究，他們發現湍流加劇會導致旋流器中油滴破碎，甚至乳化。因此有必要研究采出液溫度對旋流器內油水混合物湍動能的影響規律。圖10為不同溫度下S1截面上油水混合物的湍動能分布的八分之一截圖的組圖。由圖10可以看出：由旋流器邊界沿徑向至中心區域，油水混合物的湍動能由10 m2/s2逐漸增加至40 m2/s2；隨著溫度升高，旋流器軸心處流體高湍動能(紅色區域)面積逐漸擴大，表明油水混合物的湍動能與溫度呈現近正相關關系。

圖10 旋流器S1截面上油水混合物湍動能分布

產生此規律的原因在于：S1截面軸心處存在較強的渦旋，油水混合物的速度、壓力降低，其動能及壓力能也減小，速度脈動量增大，流體湍動能增加；溫度越高，油水混合物的速度脈動量越大，軸心處流體的湍動能越大；旋流器內部流場的速度、壓力、湍動能等因此呈現較強的各向異性。

2.4 油相體積分布

不同溫度下旋流器內油相體積分布的數值模擬結果如圖11所示。從圖11可以看出，油相主要集中于軸心區域，隨著溫度升高，油相在軸心處的富集程度提高(紅色區域)，油相含油體積分數從85.21%上升到99.18%，提高13.97百分點，而旋流器中軸線上油相最低體積分數的位置也隨著溫度的升高而升高(圖中紅色虛線)。油、水的動力黏度均隨著溫度的升高而降低，油滴粒子受到的黏滯阻力降低，油滴粒子相對于連續相徑向沉降速度升高，致使油滴粒子可以容易地穿過連續相而向軸心遷移，隨著遷移到軸心附近的油滴粒子數目增多而使得油相富集程度升高。

圖11 不同溫度下旋流器內油相體積分布

以油相體積分數不低于10%的油芯為研究對象，采用油相體積分布非均勻度來量化其體積分布的非均勻性，其計算式如式(13)所示。

(13)

式中：σ為油相體積分布非均勻度，%；domax和domin分別為油芯的最大直徑和最小直徑，mm。

圖12為油相體積分布非均勻度和油芯平均直徑隨溫度升高的變化曲線。由圖12可知：σ與溫度成負相關，隨著溫度的升高，σ從94.36%降至72.58%；隨著溫度升高，油芯的平均直徑(da)減小，從2.94 mm減至2.78 mm，表明隨著溫度升高油芯分布逐漸均勻，油相逐漸聚集在軸心區域，并在軸向浮力的作用下經溢流口排出。